JP2004218025A - High strength steel sheet having excellent workability and shape fixability, and its production method - Google Patents

High strength steel sheet having excellent workability and shape fixability, and its production method Download PDF

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Abstract

<P>PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a high strength steel sheet whose workability (particularly, uniform elongation) and shape fixability (particularly, a low yield ratio) can be increased in a high strength region and an ultrahigh strength region on a 500 to 1,400 MPa class, and to provide a method of securely producing the steel sheet. <P>SOLUTION: The high strength steel sheet has a composition containing, by mass, 0.06 to 0.6% C, 0.5 to 3% Si+Al, 0.5 to 3% Mn, ≤0.15% (exclusive of 0%) P and ≤0.02% (exclusive of 0%) S, respectively. The steel sheet has a structure consisting of tempered martensite in ≥15% by area to the whole structure, ferrite in 5 to 60% by area to the whole structure, and retained austenite in ≥5% by volume ratio to the whole structure, and capable of comprising bainite and/or martensite as well. Also, 2% strain is added to the retained austenite. Thus, the ratio of the retained austenite transformed into martensite reaches 20 to 50%, so that its workability and shape fixability can be increased. <P>COPYRIGHT: (C)2004,JPO&NCIPI

Description

【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、高強度鋼板に関し、より詳細には、500〜1400MPa級の高強度域及び超高強度域において、加工性と形状凍結性を兼ね備えた高強度鋼板およびその製法に関するものである。
【0002】
【従来の技術】
自動車や産業用機械等にプレス成形して使用される鋼板は、優れた強度と延性を兼ね備えていることが要求され、この様な要求特性は近年、益々高まっている。
【0003】
ところが、鋼板の強度が高くなるに伴い、該鋼板を加工した後のスプリングバック(弾性回復)が大きくなり、形状凍結性が悪くなるという問題が生じる。形状凍結性の指標には引張試験における降伏応力(0.2%耐力)があり、降伏応力が低ければ形状凍結性は良好となる。高強度鋼板では最高強度が高いことが要求されるため、降伏応力と最高強度の比(即ち降伏比)は低いことが必要となる(例えば非特許文献1参照)。
【0004】
一方、プレス成形時における加工性を良好なものとするには、鋼板の延性を高める必要があり、特に全伸びの向上が求められている。
【0005】
こうした低降伏比と大きな全伸びを有した鋼板の提供を目指した技術として、例えば特許公報1には、冷延鋼板の成分組成を規定すると共に、鋼板の組織を残留オーステナイト、マルテンサイトおよびフェライトの複合組織とすることによって、冷延鋼板の強度、溶接性、延性、低降伏比および焼付け硬化性等の特性を良好にする技術が提案されている。しかしこの技術で得られる冷延鋼板は、35%程度の伸びを達成しているものの、その降伏比は55%程度であり、形状凍結性の更なる改善が望まれている。
【0006】
【非特許文献1】
薄鋼板成形技術研究会編、“プレス成形難易ハンドブック”、日刊工業新聞社、1997年7月31日(第2版)p.178参照
【特許文献1】
特開平3−77743号公報([特許請求の範囲]、表2、第8頁参照)
【0007】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、この様な状況に鑑みてなされたものであり、その目的は、500〜1400MPa級の高強度域及び超高強度域において、加工性(特に全伸び)と形状凍結性(特に低降伏比)に優れた高強度鋼板およびその鋼板を確実に製造できる方法を提供することにある。
【0008】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決することのできた本発明に係る加工性および形状凍結性に優れた高強度鋼板とは、質量%で、C:0.06〜0.6%、Si+Al:0.5〜3%、Mn:0.5〜3%、P:0.15%以下(0%を含まない)、S:0.02%以下(0%を含む)を夫々含有すると共に、焼戻マルテンサイト:全組織に対して面積率で15%以上、フェライト:全組織に対して面積率で5〜60%、残留オーステナイト:全組織に対して体積率で5%以上、更にベイナイト及び/又はマルテンサイトを含有しても良い組織を有し、且つ、前記残留オーステナイトのうち、2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が20〜50%である点に要旨を有する。
【0009】
本発明では、更に質量%で、
(1)Mo:1%以下(0%を含まない)、Ni:0.5%以下(0%を含まない)、Cu:0.5%以下(0%を含まない)、Cr:1%以下(0%を含まない)の少なくとも一種を含有するもの、
(2)Ti:0.1%以下(0%を含まない)、Nb:0.1%以下(0%を含まない)、V:0.1%以下(0%を含まない)の少なくとも一種を含有するもの、
(3)Ca:0.003%以下(0%を含まない)及び/又はREM:0.003%以下(0%を含まない)を含有する
もの、
は何れも好ましい態様である。
【0010】
本発明に係る高強度鋼板を確実に製造できる方法とは、少なくとも熱延工程、第一の連続焼鈍工程、及び第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を含み、前記第一の連続焼鈍工程は、A点以上A点以下の温度で10〜300秒加熱保持する工程;引き続きA点超の温度で10〜300秒加熱保持する工程;及び30℃/sec以上の平均冷却速度で、Ms点以下の温度まで冷却する工程を包含し、前記第二の連続焼鈍工程またはめっき工程は、A点以上A点以下の温度で10〜600秒加熱保持する工程;3℃/sec以上の平均冷却速度で、Ms点以上Bs点以下の温度まで冷却する工程;及び引き続きその温度域で1秒以上保持する工程を包含する点に要旨を有する。
【0011】
本発明では、前記熱延工程の後、第一の連続焼鈍工程に先立って冷延工程を含むことも好ましい。
【0012】
【発明の実施の形態】
本発明者らは、大きな全伸びと低降伏比を有する高強度鋼板を提供すべく、前記特許文献1に代表されるTRIP鋼板[組織中に残留オーステナイト(γ)を生成させ、加工変形中に残留オーステナイトが誘起変態(歪み誘起変態:TRIP)して延性を向上させる鋼板]について、特に残留オーステナイトに着目して鋭意検討してきた。その結果、TRIP鋼板を熱延(必要に応じて冷延)した後、連続焼鈍して製造するに当たり、第一の連続焼鈍(先の連続焼鈍)を、「A点以上A点以下の温度(二相域)で所定時間加熱保持した後、A点超の温度(オーステナイト単相域)で所定時間加熱保持する」構成とし、第二の連続焼鈍(後の連続焼鈍)またはめっきを、「A点以上A点以下の温度(二相域)で所定時間加熱保持する」構成として熱処理することにより、これら両特性を備えた高強度鋼板[具体的には、母相組織が焼戻マルテンサイトとフェライトの混合組織で、第2相が残留オーステナイト組織であるTRIP鋼板であって、前記残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイト(以下、この様な残留オーステナイト(γ)を、γ中のC濃度(Cγ)が低く不安定な残留オーステナイトと呼ぶ場合がある)の量が厳密に制御された鋼板]が得られることを見出し、本発明を完成した。以下、本発明鋼板の基本概念(基本思想)につき、本発明に到達した経緯を交えながら詳細に説明する。
【0013】
まず、本発明における要求特性の一つである延性(特に全伸び)に関し、TRIP鋼板の組織のうち延性を支配しているのは一般に残留オーステナイトであると考えられており、更に延性を向上させる為には、Cγを高くする等して残留オーステナイトの安定度を高めることが有用であるといわれている。
【0014】
一方、本発明における他の要求特性である形状凍結性(特に低降伏比)に関しては、変形の初期に存在するマルテンサイト、若しくは降伏点近傍でマルテンサイト変態する様な不安定な残留オーステナイトが支配しているといわれている。
【0015】
しかしながら、従来のTRIP鋼板は、延性の向上を重視する観点から、Cγ濃度を高くして残留オーステナイトの安定度を高めるあまり、降伏比の低減に有用なマルテンサイト及び不安定な残留オーステナイトを極端に減らしているのが実情である。その結果、局部延性は非常に優れるものの、降伏比も高くなり、張り出し成形性に劣る等、形状凍結性の点で問題を抱えている。
【0016】
そこで本発明者らは、優れた延性を確保しつつ降伏比も低くしたTRIP鋼板を提供すべく、先に出願した新規TRIP鋼板[焼戻マルテンサイトとフェライトの混合組織を母相とし、第2相として微細な残留オーステナイトを有する高強度鋼板(特願2002−54606号)、以下、先願発明と呼ぶ]の組織をベースとして検討を重ねてきた。上記先願発明の如く独自の組織を備えた鋼板とすることにより、強度−延性バランスに極めて優れた高強度鋼板を提供することはできたが、延性向上を図るあまり、降伏比も若干高くなり(約60%)、依然として形状凍結性に劣るという問題があるからである。
【0017】
その結果、上述した本発明独自の熱処理を採用すれば、Cγ濃度のバラツキにより安定度の異なる残留オーステナイト(即ち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイト)が所定量得られることを見出し、本発明を完成した。
【0018】
本発明により、優れた伸びを維持しつつ、50%以下の低降伏比も兼ね備えた高強度鋼板が得られる理由は、所望の残留オーステナイトを生成させるべく、特に先願発明において、第一の連続焼鈍工程を改良したからである。
【0019】
即ち、本発明も先願発明も共に、熱延(必要に応じて冷延)→第一の連続焼鈍→第二の連続焼鈍を経てTRIP鋼板を製造する点で共通するが、先願発明では、第一の連続焼鈍工程を、二相域温度に加熱保持した後、直ちに冷却しているため、本発明の如く二相域温度に加熱保持した後、オーステナイト単相域まで温度を高めて冷却した場合に比べ、当該工程で生成するマルテンサイト(焼入マルテンサイト)中のC量は多くなると考えられる。その結果、先願発明によれば、C濃度が高く安定度の高いオーステナイト相が得られることになり、第二の連続焼鈍によって生成する残留オーステナイト中のC濃度(Cγ)も高くなり、しかも当該残留オーステナイトはラス間に微細形態で存在する為、変形に対して安定となることから、結果的に残留オーステナイトからマルテンサイトに変態する不安定な残留オーステナイトが得られず、低降伏比を実現できなかったものと考えられる。
【0020】
これに対し、本発明によれば、第一の連続焼鈍を行なうに当たり、まず、二相域温度に加熱した後、オーステナイト単相域まで温度を高めてから冷却しているので、先願発明の場合に比べてC含量の少ないオーステナイトが、ラスフェライト間に生成されることになる。しかも本願発明によれば、前記オーステナイト単相域での加熱時間が適切に制御(出来る限り短く)されているので、未溶解炭化物が核となってオーステナイトを生成するまでに時間差があるため、生成したオーステナイト中のC含量にバラツキを生じる。従って、鋼中にはC濃度が異なるオーステナイト相が生成されることになり、結果的に、当該第一の連続焼鈍によって生成する焼入れマルテンサイトも、C量のバラついたものが得られることになる。
【0021】
更に本発明によれば、続く第二の連続焼鈍工程においても二相域で適切に熱処理しているので、最終的に生成する残留オーステナイトのC量(Cγ)もバラつく傾向になると考えられる。その結果、Cγが低く不安定な残留オーステナイトが所定量得られることになり、この様な残留オーステナイトは、熱処理後若しくは歪みの初期にマルテンサイト変態し、フェライトとの周囲に可動転位密度が上昇する為、低降伏比(YR≦50%)を確保できるものと思料される。
【0022】
以上、本発明鋼板を得る為の基本思想について説明した。以下、具体的に本発明を特徴付ける要件について、説明する。
【0023】
まず、本発明の鋼板を特徴付ける組織について説明する。
【0024】
本発明では、焼戻マルテンサイトとフェライトの混合組織を母相とし、前記焼戻マルテンサイトを全組織に対して面積率で15%以上、フェライトを全組織に対して面積率で5〜60%含有する必要がある。この様な範囲を規定した理由は、次の通りである。
【0025】
焼戻マルテンサイト:全組織に対して面積率で 15 %以上
本発明における「焼戻マルテンサイト」とは、転位密度が少なく軟質であり、しかもラス状を呈する組織を意味する。これに対し、「マルテンサイト」は、転位密度の多い硬質組織である点で、上記焼戻マルテンサイトとは相違し、両者は、例えば透過型電子顕微鏡(TEM)観察などによって区別できる。なお、従来の残留オーステナイト鋼板は、転位密度の少ない軟質のブロック状フェライト組織を有する点で、上記焼戻マルテンサイトを母相とする本発明鋼板とはやはり相違する。
【0026】
この様な特徴を有する焼戻マルテンサイトは、後述する如く、第一の連続焼鈍工程において、熱延した鋼板(または熱延後に冷延した鋼板)をA点以上A点以下の温度で加熱保持した後、引き続いてA点超の温度で加熱保持し、該温度から焼入れすることにより焼入マルテンサイトを生成し、第二の連続焼鈍工程またはめっき工程において、A点以上(約700℃以上)A点以下の温度で焼鈍する等して得られる。
【0027】
上記焼戻マルテンサイトは、鋼板の全伸びを大きくすると共に、降伏比を低くするために必要であり、その含有率は、全組織に対して面積率で15%以上(好ましくは20%以上)であることが重要である。なお、焼戻マルテンサイトの含量は、後述する残留オーステナイトとのバランスによって定められるものであり、所望の特性を発揮し得る範囲で適切に制御すれば良いが、65%程度以下が好ましく、より好ましくは35%以下である。
【0028】
フェライト:全組織に対して面積率で 60
本発明における「フェライト」とは、ポリゴナルフェライト、即ち、転位密度の少ないフェライトを意味し、このフェライトを含有することによって伸び特性(特に全伸び)を高めることができる。この様な効果を発揮させるには、フェライトを全組織に対して面積率で5%以上(好ましくは10%以上)含有することが必要である。但し、60%を超えると、要求される強度を確保するのが困難となるため、その上限は60%とする。より好ましくは50%以下とするのが望ましい。
【0029】
なお、各組織(残留オーステナイトを除く)の面積率の算出手順は次の通りである。フェライトおよびマルテンサイトについては、レペラー腐食による光学顕微鏡観察を行い、ベイナイトについてはピクラール腐食による光学顕微鏡観察を行なって、写真から各組織の面積率を算出する。但し、レペラー腐食による光学顕微鏡観察では、マルテンサイトと残留オーステナイトの区別ができないので、本発明では、レペラー腐食による光学顕微鏡観察によって算出されたマルテンサイトと残留オーステナイトの合計面積率(面積%)から、後述する飽和磁化測定法によって測定された残留オーステナイト量(体積%)を引いた値を、マルテンサイト量(面積%)とする。
【0030】
本発明では、残留オーステナイトを第2相とし、該残留オーステナイトを全組織に対して体積率で5%以上含有する必要がある。この様な範囲に限定した理由は、次の通りである。
【0031】
残留オーステナイト(γ ):全組織に対して体積率で %以上
残留オーステナイトは全伸び、更には疲労特性の向上に有用であり、この様な作用を有効に発揮させるためには、全組織に対して体積率で5%(好ましくは7%以上)存在することが必要である。なお、残留オーステナイトの含量は、上記焼戻マルテンサイトやフェライトとのバランスによって定められるものであり、所望の特性を発揮し得る範囲で適切に制御すれば良いが、30%程度以下が好ましく、さらに好ましくは25%以下である。なお、残留オーステナイトの体積率を算出する方法は後述する。
【0032】
本発明の鋼板は上記第2相組織として、残留オーステナイトの他に、本発明の作用を損なわない範囲で、更にベイナイト及び/又はマルテンサイトを有していても良い。この組織は本発明の製造過程で必然的に残存し得るからである。なお、その含量は特に限定されず少なければ少ないほど良いが、全組織に対して面積率で好ましくは5%以下、より好ましくは3%以下に制御することが推奨される。
【0033】
本発明では、前記残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイト(すなわちCγが低く不安定な残留オーステナイト)の割合が20〜50%であることが重要である。
【0034】
2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が、残留オーステナイト全体に対して20%未満しか存在しないときは、安定な残留オーステナイトの割合が80%以上と多くなってしまい、2%歪を加えても残留オーステナイトはマルテンサイトへ殆ど変態しない。その結果、当該変態による可動転位密度の向上は望めず、降伏比は依然として高いままとなる。ところが、前記割合が20%以上と残留オーステナイト全体に占める不安定な残留オーステナイト量が多くなれば、該不安定な残留オーステナイトは2%歪を加えることによりマルテンサイトへ容易に変態するので、母相であるフェライトとの界面での可動転位密度が高くなる。その結果、鋼板の低降伏比化を実現できるのである。しかし、前記割合が50%を超えると、不安定な残留オーステナイトが多くなり過ぎて延性向上に寄与する安定な残留オーステナイトの量が不足し、鋼板の高延性を実現できない。よって、前記割合は50%以下(好ましくは35%以下)とする必要がある。
【0035】
以上の様に、本発明では残留オーステナイト全体のうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が上記範囲内に制御されているので、安定な残留オーステナイトと不安定な残留オーステナイトの量のバランスが良好となる。その結果、安定な残留オーステナイトによる延性(特に全伸び)向上効果と不安定な残留オーステナイトによる低降伏比向上効果がバランス良く得られ、低降伏比と大きな全伸びを達成できるのである。
【0036】
ここで、残留オーステナイト全体のうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合は、例えば本発明者らが先に提案した飽和磁化測定法で測定できる(特願2001−285750号参照)。以下、この飽和磁化測定法の測定原理および測定手順について説明する。
【0037】
飽和磁化測定法は次の様な測定原理に基づくものである。すなわち、金属組織中のフェライト相やマルテンサイト相等の組織は室温にて強磁性を示すのに対し、オーステナイト相は常磁性である。従って、フェライト相やマルテンサイト相といった強磁性を示す組織のみからなる金属組織の単位体積当たりの飽和磁化量(Is)を予め求めておき、オーステナイト相を含む試料の飽和磁化量(I)を測定することにより、オーステナイト(γ)相の割合を下記(1)式から求めることができる。図1に飽和磁化測定に用いる装置の一部分を概略的に示す。飽和磁化量は、電極石を用いて磁界を発生させ、電磁石間に磁化検出用の4πIコイル1と磁界検出用のHコイル3を装着し、4πIコイル1中に棒状試料2を挿入して閉磁路を形成し、反磁界の影響をなくした状態で磁化曲線を測定して求める。なお図1中の4は導線である。
γ(体積%)=(1−I/Is)×100 ・・・(1)
【0038】
次に、飽和磁化測定法の測定手順について説明する。
【0039】
測定対象鋼種から4mm×30mmの試験片を複数枚切り出し、これを重ね合わせて厚さ約4mmの柱状試験片を作製する。該柱状試験片の飽和磁化量(I)および、この柱状試験片と実質的に同一成分であって残留オーステナイト量が体積率で0%である場合の飽和磁化量(Is)を実測または計算により求め、下記(2)式により柱状試験片中の残留オーステナイト(以下、「全体γ」と称する場合がある)量を算出する。
全体γ(体積%)=(1−I/Is)×100 ・・・(2)
【0040】
次に、測定対象鋼種で引張試験片を作製し、引張試験機にて2%歪ませた後、該引張試験片の平行部から柱状試験片(4mm×3mm×厚さ約4mm)を切り出す。この柱状試験片の飽和磁化量(It)および、前記飽和磁化量(Is)から、下記(3)式により2%歪を加えた後の柱状試験片中の残留オーステナイト(以下、「2%歪後γ」と称する場合がある)量を算出する。
2%歪後γ(体積%)=(1−It/Is)×100 ・・・(3)
【0041】
この様に算出された全体γと2%歪後γから、2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイト(以下、「変態γ」と称する場合がある)量を下記(4)式で算出できる。
変態γ(体積%)=全体γ−2%歪後γ ・・・(4)
【0042】
よって、残留オーステナイト全体(全体γ)のうち、2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイト(変態γ)の割合は、下記(5)式により算出できる。
【0043】
【数1】

Figure 2004218025
【0044】
飽和磁化測定における印加磁化(H)は、398000〜796000A/m[5000〜10000エルステッド(Oe)]であることが好ましい。また飽和磁化量は、測定温度の変化に影響を受けやすいことから、室温で測定する場合には、例えば23℃±3℃の範囲内で行うことが好ましい。
【0045】
2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトは、後述する様に、第一の連続焼鈍工程において、A点以上A点以下の温度で加熱保持した後、引き続いてA点超の温度で加熱保持することによって確実に生成させることができる。
【0046】
次に、本発明鋼板を構成する基本成分について説明する。以下、化学成分の単位はすべて質量%である。
【0047】
C: 0.06 0.6
Cは、高強度を確保し、且つ、残留オーステナイト量を確保するために必須の元素である。詳細には、オーステナイト相中に充分なC量を含み、室温でも所望のオーステナイト相を残留させるために重要な元素であり、全伸びを高めるのに有用である。この様な効果を得るには、Cを0.06%以上含有する必要がある。好ましくは0.10%以上である。但し、0.6%を超えて添加すると、その効果が飽和するのみならず、鋳造中への中心偏析などによる欠陥などが見られる。好ましくは0.25%以下にするのが良い。
【0048】
Si+Al: 0.5
SiやAlは、残留オーステナイトが分解して炭化物が生成するのを有効に抑える元素である。また特にSiは、固溶強化元素としても有用である。この様な作用を有効に発揮させるためには、SiやAlを合計で0.5%以上添加することが必要である。好ましくは0.7%以上、より好ましくは1%以上である。但し、上記元素を合計で、3%を超えて添加しても上記効果は飽和してしまい、経済的に無駄である他、多量に添加すると、熱間脆性を起こす為、その上限を3%とする。好ましくは2.5%以下、より好ましくは2%以下である。なお、SiとAlは併用して用いても良いし、Si単独またはAl単独で用いても良い。
【0049】
Mn: 0.5
Mnは、オーステナイト相を安定化し、所望の残留オーステナイトを得るために必要な元素である。この様な作用を有効に発揮させるためには、0.5%以上添加することが必要である。好ましくは0.7%以上、より好ましくは1%以上である。但し、3%を超えて添加すると、鋳片割れが生じる等の悪影響が見られる。好ましくは2.5%以下、より好ましくは2%以下である。
【0050】
P: 0.15 %以下( %を含まない)
Pは、所望の残留オーステナイトを確保するのに有効な元素である。この様な作用を有効に発揮させるためには、0.03%以上(より好ましくは0.05%以上)添加することが推奨される。但し、0.15%を超えて添加すると二次加工性が劣化する。より好ましくは0.1%以下である。
【0051】
S: 0.02 %以下( %を含む)
Sは、MnS等の硫化物系介在物を形成し、割れの起点となって加工性を劣化させる元素であり、0.02%以下に抑制する必要がある。好ましくは0.015%以下である。
【0052】
本発明の鋼は上記成分を基本的に含有し、残部は実質的に鉄及び不純物であるが、その他、本発明の作用を損なわない範囲で、以下の許容成分を添加することができる。
【0053】
Mo: %以下( %を含まない),Ni: 0.5 %以下( %を含まない),Cu: 0.5 %以下( %を含まない),Cr: %以下( %を含まない)の少なくとも一種
これらの元素は、鋼の強化元素として有用であると共に、残留オーステナイトの安定化や所定量の確保に有効な元素である。この様な作用を有効に発揮させる為には、Mo:0.05%以上(より好ましくは0.1%以上)、Ni:0.05%以上(より好ましくは0.1%以上)、Cu:0.05%以上(より好ましくは0.1%以上)、Cr:0.05%以上(より好ましくは0.1%以上)を、夫々添加することが推奨される。但し、Mo及びCrは1%、Ni及びCuは0.5%を超えて添加しても上記効果が飽和してしまい、経済的に無駄である。より好ましくはMo:0.8%以下、Ni:0.4%以下、Cu:0.4%以下、Cr:0.8%以下である。
【0054】
Ti: 0.1 %以下( %を含まない),Nb: 0.1 %以下( %を含まない),V: 0.1 %以下( %を含まない)の少なくとも一種
これらの元素は、析出強化及び組織微細化効果があり、高強度化に有用な元素である。この様な作用を有効に発揮させるためには、Ti:0.01%以上(より好ましくは0.02%以上)、Nb:0.01%以上(より好ましくは0.02%以上)、V:0.01%以上(より好ましくは0.02%以上)を、夫々添加することが推奨される。但し、いずれの元素も0.1%を超えて添加すると上記効果が飽和してしまい、経済的に無駄である。より好ましくはTi:0.08%以下、Nb:0.08%以下、V:0.08%以下である。
【0055】
Ca: 0.003 %以下( %を含まない)及び/又はREM: 0.003 %以下( %を含まない)
Ca及びREM(希土類元素)は、鋼中硫化物の形態を制御し、加工性向上に有効な元素である。ここで、本発明に用いられる希土類元素としては、Sc、Y、ランタノイド等が挙げられる。上記作用を有効に発揮させる為には、夫々、0.0003%以上(より好ましくは0.0005%以上)添加することが推奨される。但し、0.003%を超えて添加しても上記効果が飽和してしまい、経済的に無駄である。より好ましくは0.0025%以下である。
【0056】
次に、上記要件を満足する鋼板を確実に製造できる方法について説明する。
【0057】
本発明の要件を満足する鋼板は、少なくとも熱延工程、第一の連続焼鈍工程および第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を経て製造される。
【0058】
但し、熱延工程の条件は特に限定されず、通常実施される条件を適宜選択して採用することができる。本発明の製法は、熱延工程により所望の組織を確保するものではなく、熱延後に実施する第一の連続焼鈍工程、および第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を制御することにより所望の組織を得るところに特徴があるからである。
【0059】
従って本発明の製法では、熱延工程の後、第一の連続焼鈍工程に先立って冷延工程を含むものであっても構わず、この冷延工程の条件も上記熱延工程と同じく特に限定されない。
【0060】
具体的には、上記熱延工程としては、Ar3点以上で熱延終了後、平均冷却速度約30℃/secで冷却し、約500〜600℃の温度で巻取る等の条件を採用することができる。また、冷延工程では、約30〜70%の冷延率の冷間圧延を施すことが推奨される。勿論、これに限定する趣旨では決してない。
【0061】
次に、熱延工程(または熱延工程後の冷延工程)で得られた鋼板を、第一の連続焼鈍工程、および第二の連続焼鈍工程またはめっき工程で熱処理する。
【0062】
このうち第一の連続焼鈍(先の連続焼鈍)は、A点以上A点以下の温度で10〜300秒加熱保持する工程;引き続きA点超の温度で10〜300秒加熱保持する工程;及び30℃/sec以上の平均冷却速度で、Ms点以下の温度まで冷却する工程を包含する。これらの条件は、所望の母相組織(C含量のバラつきのある焼入マルテンサイト)を得るために設定されたものであり、この工程の説明図を図2に示す。
【0063】
第二の連続焼鈍(後の連続焼鈍)またはめっきは、A点以上A点以下の温度で10〜600秒加熱保持する工程;3℃/sec以上の平均冷却速度で、Ms点以上Bs点以下の温度まで冷却する工程;及び該温度域で1秒以上保持する工程を包含する。これらの条件は、前記第一の連続焼鈍工程で生成した母相組織(焼入マルテンサイト)を焼戻して所望の焼戻マルテンサイトを得ると共に、Cγが低く不安定な残留オーステナイトとCγが高く安定な残留オーステナイトの割合が適切に制御された第2相を得るために設定されたものである。この工程の説明図を図3に示す。
【0064】
以下、前記図2および図3を参酌しつつ、第一の連続焼鈍工程、および第二の連続焼鈍工程またはめっき工程について説明する。
【0065】
第一の連続焼鈍工程
上記熱延工程(または熱延工程後の冷延工程)で得られた鋼板を、A点以上A点以下の温度(図2中、T1)に加熱して均熱処理する(好ましくは1300℃以下)。均熱処理することによってフェライトを一部生成させて[フェライト+オーステナイト]の2相組織とする。
【0066】
点以上A点以下の温度で加熱保持する時間(図2中、t1)は、C含量の異なるオーステナイトを生成させるために極めて重要であり、10〜300秒とする必要がある。保持時間が10秒未満では、所望量のオーステナイトが生成しない。好ましくは30秒以上保持することが望ましい。しかし加熱保持時間が300秒を超えて長くなると、未溶解炭化物を核とするオーステナイト相の生成が進行してしまい、これをA点超の温度に加熱保持してもオーステナイト中のC含量のバラツキが小さくなると考えられる。この様な観点から保持時間は300秒以下にする必要があり、好ましくは120秒以下にするのが望ましい。
【0067】
次に、上記2相組織とした鋼板を、引き続きA点超の温度(図2中、T2)に加熱し、フェライトをオーステナイト化する。A点以上A点以下の温度で均熱処理した鋼板を、さらにA点超に加熱するのは、前記フェライトをオーステナイト化することによって、上記A点以上A点以下の温度域で生成したオーステナイトよりも、C含量の少ないオーステナイトを生成させるためである。即ちA点以上A点以下の温度域では、フェライトとオーステナイトの2相が生成するが、フェライトに含まれるC量は鋼中のC量よりも少ないので、過剰なCはオーステナイト中へ拡散する。その結果、当該温度域で生成するオーステナイト中のC含量は、鋼中に含まれるC量よりも多くなる。これに対し、A点超の温度域ではオーステナイトのみが生成するので、該温度域で生成するオーステナイト中のC含量は、鋼中に含まれるC量とほぼ等しくなる。
【0068】
従って、A点以上A点以下の温度域で生成するオーステナイトよりも、A点以上A点以下の温度域で生成したフェライトをオーステナイト化したものの方がC含量は少なくなる。しかも本発明では、その後のA点超の温度域における加熱保持時間が適切に制御されているので、A点超の温度では、C含量の異なるオーステナイトが存在することとなり、このオーステナイトを冷却することによって、C含量の異なる焼入マルテンサイトを生成できる。そして、この焼入マルテンサイトを後述する第二の連続焼鈍工程またはめっき工程において熱処理することで、最終的に得られる残留オーステナイトのC含量にバラツキが生じ、低降伏比化を達成できるのである。
【0069】
ここで、A点以上A点以下の温度域で加熱保持した鋼板を、A点超の温度で所定時間再加熱保持することによって、オーステナイト中のC含量にバラつきが生じる理由は、フェライトとオーステナイトの2相域(A点以上A点以下)では、オーステナイトはラスフェライト間に生成するのに対し、オーステナイト単相域(A点超)では、未溶解炭化物が核となり、この核を中心にオーステナイト相が生成する。このためフェライトとオーステナイトの2相域と、オーステナイト単相域では、オーステナイトが生成するまでの時間に差が生じることとなり、この時間差が生成するオーステナイト中のC含量にバラつきをもたらすと考えられる。
【0070】
なお、従来の鋼板では、熱延した鋼板(または熱延後に冷延した鋼板)をA点以上A点以下の温度またはA点以上の温度に加熱保持された後、冷却されるが、この様に、A点以上A点以下の温度またはA点以上の温度のみで加熱保持したとしても、オーステナイト中のC含量にバラつきは生じない。従って、この様な製造条件では、本発明で規定する要件を満足する組織は得られないと考えられる。
【0071】
点超の温度域で加熱保持する時間は、C含量の異なるオーステナイトを生成させるために極めて重要であり、10〜300秒とする必要がある。保持時間が10秒未満では、A点以上A点以下の温度域で生成したフェライトがオーステナイト化しない。好ましくは30秒以上、より好ましくは60秒以上保持することが望ましい。しかし加熱保持時間が300秒を超えて長くなると、Cの拡散が生じ、オーステナイト間でCの均一拡散が進んでC含量が平均化してしまうため所望の効果を得ることができない。この様な観点から保持時間は300秒以下にする必要があり、好ましくは180秒以下、より好ましくは120秒以下にするのが望ましい。
【0072】
次に、A点以上の温度で所定時間加熱保持した鋼板は、30℃/sec以上の平均冷却速度(図2中、CR1)で、Ms点以下の温度(図2中、T3)まで冷却する。この冷却によってパーライト変態を避けながら、焼入マルテンサイトを得ることができる。このとき得られる焼入マルテンサイトは、C含量が不均一になっていると考えられる。オーステナイトから焼入マルテンサイトへの変態は、Cの拡散を伴わないので、C含量の不均一なオーステナイトを冷却することによって得られる焼入マルテンサイト中のC含量は、オーステナイト中のC含量とほぼ等しくなるからである。
【0073】
上記平均冷却速度は、フェライトの生成のみならず、最終的に得られる残留オーステナイトの形態にも影響を与え、平均冷却速度が大きければ(好ましくは50℃/sec以上)、ラス状を呈することとなり一層好ましい。尚、平均冷却速度の上限は特に限定されず、大きければ大きい程良いが、実操業レベルとの関係で、適切に制御することが推奨される。
【0074】
Ms点は、次に示す計算式から算出できる。
Ms=561−474×[C]−33×[Mn]−17×[Ni]−17×[Cr]−21×[Mo]
式中、[ ]は各元素の質量%である。
【0075】
第二の連続焼鈍工程またはめっき工程
上記第一の連続焼鈍工程で得られた鋼板は、A点以上A点以下の温度(図3中、T4)で10〜600秒(図3中、t4)均熱することにより、所望の組織(焼戻マルテンサイト)を生成させる(2相域焼鈍)。この様な温度範囲で焼鈍する理由は、上記温度(A点の温度)を超えると、第一の連続焼鈍工程で得られた焼入マルテンサイトがオーステナイト化してしまい、一方、上記温度(A点の温度)を下回ると、所望の残留オーステナイトが得られないからである。更に、上記加熱保持時間(t4)の制御は、所望の組織を得るために特に重要である。10秒未満では焼戻が不足し、所望の母相組織(焼戻マルテンサイト)が得られないからである。好ましくは20秒以上、より好ましくは30秒以上である。しかし、加熱保持時間が600秒を超えると、焼戻マルテンサイトの特徴であるラス状組織が維持できなくなり、機械的特性が劣化する。好ましくは500秒以下、より好ましくは400秒以下である。
【0076】
次いで、平均冷却速度(図3中、CR2)を、3℃/sec以上(好ましくは5℃/sec以上)に制御し、パーライト変態を避けながら、Ms点以上Bs点以下の温度(ベイナイト変態:図3中、T5)まで冷却し、引き続きこの温度域で1秒以上(好ましくは5秒以上:図3中、t5)保持する(オーステンパ処理)。これにより、残留オーステナイトへのC濃縮を、多量に且つ極めて短時間に得ることができる。
【0077】
ここで、平均冷却速度が上記範囲を下回ると、所望の組織が得られず、パーライト等が生成する。尚、その上限は特に規定されず、大きければ大きい程良いが、実操業レベルとの関係で、適切に制御することが推奨される。
【0078】
上記工程のうち、特にオーステンパ処理温度(T5)は、所望の組織を確保して本発明の作用を発揮させるのに重要である。上記温度範囲(Ms点以上Bs点以下)に制御すれば、多量の残留オーステナイトが得られ、これにより、残留オーステナイトによるTRIP効果が発揮される。これに対し、Ms点未満ではマルテンサイト相が存在し、一方、Bs点を超えるとベイナイト相が多量に増加する。
【0079】
上記保持時間(t5)の上限は特に限定されないが、オーステナイトがベイナイトに変態する時間を考慮すると、好ましくは3000秒以下、より好ましくは2000秒以下に制御することが推奨される。
【0080】
ここで、Bs点は次に示す計算式から算出できる。
Bs=830−270×[C]−90×[Mn]−37×[Ni]−70×[Cr]−80×[Mo]
式中、[ ]は各元素の質量%である。
【0081】
本発明におけるめっき条件は特に限定されず、公知のものを採用すれば良い。なお、合金化処理条件も公知のものを採用すれば良く、例えば550℃×60sec程度で行なえば良い。この温度域では、γ相はセメンタイトへ分解するが、この程度の時間であれば本発明の効果を損なわないことを本発明者らは確認している。
【0082】
以上の様に、熱延工程、(必要に応じて冷延工程)、第一の連続焼鈍工程、および第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を経て製造される鋼板は、本発明の要件を満足する組織を有しており、特に残留オーステナイトのC含量にはバラつきが生じている。従って、相対的にC含量の低い不安定な残留オーステナイトは、歪を加えることによって容易にマルテンサイトへ変態し、フェライトとの間における可動転位密度を高めることができ、低降伏比化(具体的には50%以下)を達成できる。また、相対的にC含量の高い安定な残留オーステナイトは、歪を加えても殆ど変態せず、さらに該残留オーステナイトはラス間に存在して微細のため、変形に対して安定であり、延性(特に全伸び)を高めることがでる。
【0083】
よって、本発明の高強度鋼板は、加工性および形状凍結性に優れているので、例えば自動車や産業用機械等にプレス成形して使用される鋼板として好適に用いることができる。
【0084】
【実施例】
以下、本発明を実施例によって更に詳細に説明するが、下記実施例は本発明を限定する性質のものではなく、前・後記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更して実施することも可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に含まれる。
【0085】
実施例1:成分組成の検討
本実施例では、成分組成を変化させた場合における機械的特性の影響について調べた。具体的には、表1に記載の成分組成からなる供試鋼(表中の単位は質量%)を転炉溶製し、実験用スラブを得、各スラブを1200℃で30分間加熱した後、仕上温度(FDT)を850℃として熱延し、次いで30℃/secの平均冷却速度で巻取り温度(CT)600℃まで冷却して、板厚2.5mmの熱延鋼板を得た。
【0086】
得られた熱延鋼板をそのまま又は酸洗後に常法に従って冷延し、板厚1.2mmの冷延鋼板を得た。
【0087】
得られた冷延鋼板を、前記図2および図3に示したパターンで処理した。具体的には、図2に示す第一の連続焼鈍工程については、T1:850℃、t1:60秒、T2:930℃、t2:60秒、CR1:50℃/sec、T3:室温、であり、図3に示す第二の連続焼鈍工程については、T4:850℃、t4:120秒、CR2:25℃/sec、T5:420℃、t5:120秒である。これらの製造条件は本発明の要件を満足している。
【0088】
なお、本実施例では、第一の連続焼鈍の後、さらに第二の連続焼鈍を行なった場合について示したが、本発明はこれに限定されるものではなく、第二の連続焼鈍の代わりに上記パターンでめっきを行なっても構わない。
【0089】
第一の連続焼鈍工程および第二の連続焼鈍工程を経て得られた鋼板について、各組織の存在率を次に示す様に測定した。まず、鋼板をレペラー腐食し、透過型電子顕微鏡観察(倍率:15000倍)により組織を同定した後、光学顕微鏡観察(倍率:1000倍)により顕微鏡写真から組織の面積率を測定した。各組織の面積率を表2に示す。
【0090】
また、上記得られた鋼板について、残留オーステナイト全体のうち、2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合を、前掲した飽和磁化測定法で測定した。測定時における印加磁化(Hm)は398000A/m[5000エルステッド(Oe)]、測定温度は23℃である。表2に、残留オーステナイト量(全体γ)および2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイト(変態γ)量を示すと共に、残留オーステナイト全体のうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合を夫々示す。
【0091】
次に、第一の連続焼鈍工程および第二の連続焼鈍工程を経て得られた鋼板からJIS 5号試験片を作製し、引張試験によって引張強度(TS)、伸び(全伸びのこと:El)、及び降伏強度(YP)を測定した。測定されたYPとTSから降伏比(YR)を算出した。算出結果を表2に示す。なお、引張試験の歪速度は1mm/秒とした。また、Elは35%以上を合格、YRは50%以下を合格とする。
【0092】
【表1】
Figure 2004218025
【0093】
【表2】
Figure 2004218025
【0094】
これらの結果より、以下の様に考察できる。なお、以下No.は、全て表2中の実験No.を意味する。
【0095】
No.2〜4、No.7〜15は、いずれも本発明で規定する成分を満足する例であり、良好な全伸び(El)と低降伏比(YR)を有する高強度鋼板が得られた。従って、この高強度鋼板は加工性および形状凍結性に優れている。
【0096】
これに対し、本発明で規定する成分のいずれかを満足しない下記例は、夫々以下の不具合を有している。
【0097】
No.1は、C含量が少ない例であり、所望の残留オーステナイトが得られないためEl(全伸び)が低い。
【0098】
No.5は、(Si+Al)の合計含量が少ない例であり、所望の残留オーステナイトが得られないためEl(全伸び)が低い。
【0099】
No.6は、Mn含量が少ない例であり、所望の残留オーステナイトが得られないためEl(全伸び)が低い。
【0100】
実施例2:製造条件の検討
本実施例では、前記表1の鋼No.4の実験用スラブを用い、1150℃で30分間の均質化焼鈍を行なったうえで仕上げ温度850℃の熱延して板厚3.2mmとした後、冷延して板厚1.2mmの冷延鋼板を得た。
【0101】
得られた冷延鋼板を、前記図2および図3に示したパターンで処理した。具体的な条件を表3に示す。
【0102】
第一の連続焼鈍工程、および第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を経て得られた鋼板について、上記実施例1と同様に、各組織の存在率および残留オーステナイト全体のうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合を測定し、結果を表4に示す。また、上記実施例1と同様に引張試験を行い、引張強度(TS)、伸び(全伸びのこと:El)、及び降伏強度(0.2%耐力のこと:YP)を測定すると共に、降伏比(YR)を算出し、これらの結果を表4に示す。
【0103】
【表3】
Figure 2004218025
【0104】
【表4】
Figure 2004218025
【0105】
これらの結果より、以下の様に考察できる。なお、以下No.は、全て表4中の実験No.を意味する。
【0106】
No.16およびNo.31は、いずれも本発明で規定する製造条件を満足する例であり、鋼の組成も本発明の要件を満足しているので、良好な全伸び(El)と低降伏比(YR)を有する高強度鋼板が得られた。従って、この高強度鋼板は加工性および形状凍結性に優れている。
【0107】
これに対し、本発明で規定する製造条件のいずれかを満足しない下記例は、夫々以下の不具合を有している。
【0108】
No.17は、第一の連続焼鈍工程におけるA点超の温度での加熱保持時間(t2)が長過ぎるため、Cの均一拡散が進行してオーステナイト中のC含量が均一となる。従って、最終的に得られる残留オーステナイト中のC含量も均一となるので、安定な残留オーステナイトの割合が多くなり、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が本発明の範囲を下回り、降伏比が高くなる。
【0109】
No.18は、第一の連続焼鈍工程におけるA点超の温度での加熱保持時間(t2)が短過ぎるため、A点以上A点以下の温度で生成したフェライトがオーステナイト化しない。よって、焼入マルテンサイトの量が少なくなり、最終的に得られる焼戻マルテンサイト量が少なくなるため、全伸びが低くなると共に、降伏比が高くなる。
【0110】
No.19は、第一の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度を下回る範囲で加熱保持しているため、焼入マルテンサイト中のC含量が均一となっていると考えられ、最終的に得られる残留オーステナイト中のC含量が均一となる。そのため、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が本発明の範囲を下回り、降伏比が高くなる。
【0111】
No.20は、第一の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度で加熱保持せず、A点超の温度でのみ加熱保持した例である。従って、Cの均一拡散が進行してオーステナイト中のC含量が均一となり、最終的に得られる残留オーステナイト中のC含量が均一となる。よって、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が本発明の範囲を下回り、降伏比が高くなる。
【0112】
No.21は、先願発明の方法を模した例であり、第一の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度でのみ加熱保持しており、A点超の温度で加熱保持していない。従って、焼入マルテンサイトが少なくなるので、最終的に得られる焼戻マルテンサイトも少なくなる。また、残留オーステナイト中のC含量が均一となるため、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が本発明の範囲を下回るため、降伏比が高くなる。
【0113】
No.22は、第一の連続焼鈍工程におけるA点超の温度からの平均冷却速度(CR1)が小さいため、パーライトが生成し、最終的に得られる焼戻マルテンサイトの量が少なくなる。従って、El(全伸び)が低く、且つ、降伏比も高い。
【0114】
No.23は、第一の連続焼鈍工程における冷却後の温度(T3)がMs点を超えているので、最終的に焼戻ベイナイトが生成する。よって、焼戻マルテンサイトが生成せず、降伏比が高くなる。
【0115】
No.24は、第二の連続焼鈍工程における加熱保持温度(T4)がA点よりも高いため、最終的にベイナイトが多く生成し、焼戻しマルテンサイトが少なくなる。従って、延びが低くなる。
【0116】
No.25は、第二の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度(T4)での加熱保持時間(t4)が長過ぎるため、フェライトが多く生成し、焼戻マルテンサイト量が少なくなる。そのためEl(全伸び)が低くなる。また、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が、本発明の要件を下回るので、降伏比が高くなる。
【0117】
No.26は、第二の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度(T4)での加熱保持時間(t4)が短過ぎるため、オーステナイトの生成量が少なく、残留オーステナイトが少なくなる。従って、El(全伸び)が低くなる。また、加熱保持時間(t4)が短いので、試料全体の温度が850℃に達せず、フェライトの生成量が多くなる。
【0118】
No.27は、第二の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度からの平均冷却速度(CR2)が小さいため、パーライトが多く生成する。従って、最終的に得られる焼戻マルテンサイトの量が少なくなり、El(全伸び)が低く、且つ、降伏比が高くなる。
【0119】
No.28は、第二の連続焼鈍工程における冷却後の温度(T5)が高過ぎるため、パーライトが多く生成する。従って、最終的に得られる焼戻マルテンサイトの量が少なくなり、El(全伸び)が低く、且つ、降伏比が高くなる。
【0120】
No.29は、第二の連続焼鈍工程における冷却後の温度(T5)が低過ぎるため、最終的に得られる残留オーステナイト量が1%と非常に少なく、El(全伸び)が低くなる。また、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトは少ないので、降伏比が高くなる。
【0121】
No.30は、第二の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度(T4)で加熱保持した後、この温度域からMs点未満の温度まで急冷しているので、不安定な残留オーステナイトが多く、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が大きくなるので、破断し易くなり、El(全伸び)が低く、且つ、降伏比が高くなる。
【0122】
No.32は、第一の連続焼鈍工程におけるA点以上A点以下の温度(T1)での加熱保持時間(t1)が長過ぎるため、未溶解炭化物を核とするオーステナイト相の生成が進行してしまい、これをA点超の温度に加熱してもオーステナイト中のC含量のバラツキが小さくなると考えられる。従って、最終的に得られる残留オーステナイト中のC含量も均一となるので、安定な残留オーステナイトの割合が多くなり、残留オーステナイトのうち2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が本発明の範囲を下回り、降伏比が高くなる。
【0123】
【発明の効果】
本発明によれば、500〜1400MPa級の高強度及び超高強度鋼板であっても、全伸びが35%以上で、且つ、降伏比が50%以下の加工性および形状凍結性に優れた高強度鋼板およびその鋼板を確実に製造できる方法を提供できた。
【図面の簡単な説明】
【図1】飽和磁化測定に用いる装置の一部分を示す概略説明図である。
【図2】第一の連続焼鈍工程を説明した図である。
【図3】第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を説明した図である。
【符号の説明】
1 磁化検出用の4πIコイル
2 棒状試料
3 磁界検出用のHコイル
4 導線[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a high-strength steel sheet, and more particularly, to a high-strength steel sheet having both workability and shape freezing property in a high-strength range of 500 to 1400 MPa and an ultra-high strength range, and a method for producing the same.
[0002]
[Prior art]
Steel sheets used for press forming in automobiles, industrial machines, and the like are required to have both excellent strength and ductility, and such required characteristics have been increasing more and more in recent years.
[0003]
However, as the strength of the steel sheet increases, there is a problem that springback (elastic recovery) after processing the steel sheet increases and shape freezing property deteriorates. An index of the shape freezing property includes a yield stress (0.2% proof stress) in a tensile test, and the lower the yield stress, the better the shape freezing property. Since high strength steel sheets are required to have high maximum strength, the ratio between the yield stress and the maximum strength (that is, the yield ratio) needs to be low (for example, see Non-Patent Document 1).
[0004]
On the other hand, in order to improve workability during press forming, it is necessary to increase the ductility of a steel sheet, and in particular, it is required to improve the total elongation.
[0005]
As a technique aiming to provide a steel sheet having such a low yield ratio and a large total elongation, for example, Patent Document 1 specifies the component composition of a cold-rolled steel sheet and changes the structure of the steel sheet to the residual austenite, martensite, and ferrite. There has been proposed a technique for improving the properties of a cold-rolled steel sheet such as strength, weldability, ductility, low yield ratio, and bake hardenability by forming a composite structure. However, although the cold-rolled steel sheet obtained by this technique achieves an elongation of about 35%, its yield ratio is about 55%, and further improvement in shape freezing properties is desired.
[0006]
[Non-patent document 1]
“Steel Sheet Forming Technology Research Group”, “Press Forming Difficult Handbook”, Nikkan Kogyo Shimbun, July 31, 1997 (second edition) p. See 178
[Patent Document 1]
JP-A-3-77743 (refer to [Claims], Table 2, page 8)
[0007]
[Problems to be solved by the invention]
The present invention has been made in view of such a situation, and its object is to provide workability (especially full elongation) and shape freezing (especially low elongation) in a high-strength range and an ultra-high-strength range of 500 to 1400 MPa. An object of the present invention is to provide a high-strength steel sheet excellent in yield ratio) and a method for reliably manufacturing the steel sheet.
[0008]
[Means for Solving the Problems]
The high-strength steel sheet excellent in workability and shape freezing property according to the present invention, which can solve the above problems, is, by mass%, C: 0.06 to 0.6%, Si + Al: 0.5 to 3%. , Mn: 0.5-3%, P: 0.15% or less (excluding 0%), S: 0.02% or less (including 0%), and tempered martensite: all 15% or more in area ratio to the structure, ferrite: 5 to 60% in area ratio to the whole structure, retained austenite: 5% or more in volume ratio to the whole structure, further containing bainite and / or martensite The gist is that the ratio of the retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite is 20 to 50%.
[0009]
In the present invention, further by mass%,
(1) Mo: 1% or less (excluding 0%), Ni: 0.5% or less (excluding 0%), Cu: 0.5% or less (excluding 0%), Cr: 1% Containing at least one of the following (not including 0%):
(2) Ti: at least one of 0.1% or less (not including 0%), Nb: 0.1% or less (not including 0%), V: 0.1% or less (not including 0%) Containing,
(3) Ca: 0.003% or less (excluding 0%) and / or REM: 0.003% or less (excluding 0%)
thing,
Are preferred embodiments.
[0010]
The method for reliably producing a high-strength steel sheet according to the present invention includes at least a hot rolling step, a first continuous annealing step, and a second continuous annealing step or a plating step, wherein the first continuous annealing step is A1A above the point3Step of heating and holding at a temperature below the point for 10 to 300 seconds;3A step of heating and holding at a temperature above the point for 10 to 300 seconds; and a step of cooling to a temperature of not more than the Ms point at an average cooling rate of 30 ° C./sec or more, wherein the second continuous annealing step or the plating step is performed. , A1A above the point3A step of heating and holding at a temperature not higher than the point for 10 to 600 seconds; a step of cooling to a temperature of not lower than the Ms point and not higher than the Bs point at an average cooling rate of 3 ° C./sec or higher; The point is that it has the gist.
[0011]
In the present invention, it is preferable that a cold rolling step is included after the hot rolling step and before the first continuous annealing step.
[0012]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
In order to provide a high-strength steel sheet having a large total elongation and a low yield ratio, the present inventors have proposed a TRIP steel sheet [retained austenite (γ)R), And a steel plate which undergoes transformation (strain-induced transformation: TRIP) of retained austenite during work deformation to improve ductility], with particular attention paid to retained austenite. As a result, after the TRIP steel sheet is hot-rolled (cold-rolled if necessary) and then continuously annealed, the first continuous annealing (the previous continuous annealing) is referred to as “A”.1A above the point3After heating and holding at a temperature below the point (two-phase region) for a predetermined time, A3Heating and holding at a temperature higher than the point (austenite single phase region) for a predetermined time ”, and the second continuous annealing (subsequent continuous annealing) or plating is performed using“ A1A above the point3A high-strength steel sheet having both of these characteristics by heat treatment as a configuration that “heats and holds at a temperature below the temperature (two-phase region) for a predetermined time” [specifically, the matrix structure is a mixture of tempered martensite and ferrite. In the TRIP steel sheet, the second phase is a retained austenite structure, and the retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite (hereinafter, such retained austenite (γ)R), ΓRC concentration (CγR) May be referred to as “unstable retained austenite”, which is low), and the steel sheet is controlled strictly. Hereinafter, the basic concept (basic concept) of the steel sheet of the present invention will be described in detail while describing the history of reaching the present invention.
[0013]
First, regarding ductility (particularly total elongation), which is one of the required properties in the present invention, it is generally considered that retained austenite governs ductility in the structure of TRIP steel sheet, and further improves ductility. To achieve this, CγRIt is said that it is useful to increase the stability of the retained austenite by increasing the austenite.
[0014]
On the other hand, with respect to the shape freezing property (especially low yield ratio) which is another required property in the present invention, martensite existing in the initial stage of deformation or unstable retained austenite such as martensite transformation near the yield point is dominant. It is said to be.
[0015]
However, the conventional TRIP steel sheet has Cγ from the viewpoint of emphasizing the improvement of ductility.RThe fact is that martensite and unstable retained austenite, which are useful for lowering the yield ratio, are extremely reduced because the concentration is increased to increase the stability of retained austenite. As a result, although the local ductility is very excellent, the yield ratio is high, and the stretch formability is poor.
[0016]
In order to provide a TRIP steel sheet having a low yield ratio while securing excellent ductility, the inventors of the present invention have proposed a new TRIP steel sheet previously applied [using a mixed structure of tempered martensite and ferrite as a parent phase, Studies have been made on the basis of the structure of a high-strength steel sheet having fine retained austenite as a phase (Japanese Patent Application No. 2002-54606, hereinafter referred to as the prior invention). By using a steel sheet having a unique structure as in the above-mentioned prior invention, a high-strength steel sheet having an extremely excellent strength-ductility balance could be provided. (Approximately 60%) because there is still a problem of poor shape freezing property.
[0017]
As a result, if the above-described heat treatment unique to the present invention is adopted, CγRThe present inventors have found that a predetermined amount of retained austenite having a different degree of stability (that is, retained austenite that transforms into martensite by applying 2% strain) can be obtained due to variations in concentration, and the present invention has been completed.
[0018]
The reason for obtaining a high-strength steel sheet having a low yield ratio of 50% or less while maintaining excellent elongation by the present invention is that, in order to generate a desired retained austenite, particularly in the prior invention, This is because the annealing process has been improved.
[0019]
That is, both of the present invention and the prior invention are common in that the TRIP steel sheet is manufactured through hot rolling (cold rolling as necessary) → first continuous annealing → second continuous annealing. Since the first continuous annealing step is immediately cooled after heating and holding at the two-phase zone temperature, the temperature is raised to the austenite single-phase zone and cooled after heating and holding at the two-phase zone temperature as in the present invention. It is considered that the amount of C in martensite (quenched martensite) generated in this step is larger than that in the case where the heat treatment is performed. As a result, according to the prior invention, an austenite phase having a high C concentration and a high stability is obtained, and the C concentration (Cγ) in the residual austenite generated by the second continuous annealing is obtained.R) Is high, and since the retained austenite is present in a fine morphology between the laths, it is stable against deformation. As a result, unstable retained austenite which transforms from retained austenite to martensite cannot be obtained. It is considered that a low yield ratio could not be realized.
[0020]
On the other hand, according to the present invention, in performing the first continuous annealing, first, after heating to the two-phase region temperature, the temperature is raised to the austenite single-phase region, and then cooled. Austenite having a lower C content than in the case is generated between lath ferrites. Moreover, according to the present invention, since the heating time in the austenite single phase region is appropriately controlled (as short as possible), there is a time difference until undissolved carbides become nuclei to form austenite. The C content in the austenitic material varies. Therefore, an austenitic phase having a different C concentration is generated in the steel, and as a result, quenched martensite generated by the first continuous annealing also has a variable C content. Become.
[0021]
Furthermore, according to the present invention, since the heat treatment is appropriately performed in the two-phase region also in the subsequent second continuous annealing step, the C content (Cγ) of the finally generated residual austenite is obtained.R) Is also likely to vary. As a result, CγRA predetermined amount of unstable retained austenite is obtained, and such retained austenite undergoes martensitic transformation after heat treatment or at an early stage of strain, and the mobile dislocation density increases around ferrite. It is considered that the ratio (YR ≦ 50%) can be secured.
[0022]
The basic idea for obtaining the steel sheet of the present invention has been described above. Hereinafter, requirements that characterize the present invention will be described specifically.
[0023]
First, the structure that characterizes the steel sheet of the present invention will be described.
[0024]
In the present invention, a mixed structure of tempered martensite and ferrite is used as a matrix, and the tempered martensite is 15% or more in area ratio with respect to the whole structure, and the ferrite is 5 to 60% in area ratio with respect to the whole structure. Must be included. The reason for defining such a range is as follows.
[0025]
Tempered martensite: Area ratio to total structure Fifteen %that's all
The term “tempered martensite” in the present invention means a soft structure having a low dislocation density and a lath shape. On the other hand, "martensite" differs from the above-mentioned tempered martensite in that it is a hard structure having a large dislocation density, and both can be distinguished by, for example, observation with a transmission electron microscope (TEM). The conventional retained austenite steel sheet also differs from the steel sheet of the present invention using tempered martensite as a parent phase in that it has a soft block-like ferrite structure having a low dislocation density.
[0026]
As described later, tempered martensite having such characteristics is obtained by converting a hot-rolled steel sheet (or a cold-rolled steel sheet after hot rolling) in the first continuous annealing step.1A above the point3After heating and holding at a temperature below the point,3Heating and holding at a temperature above the point, and quenching from the temperature to produce quenched martensite, and in the second continuous annealing step or plating step, A1Above the point (above about 700 ℃)3It is obtained by annealing at a temperature below the point.
[0027]
The tempered martensite is necessary to increase the total elongation of the steel sheet and lower the yield ratio, and its content is 15% or more (preferably 20% or more) in terms of area ratio with respect to the entire structure. It is important that The content of tempered martensite is determined by the balance with retained austenite, which will be described later, and may be appropriately controlled within a range in which desired characteristics can be exhibited, but is preferably about 65% or less, more preferably. Is 35% or less.
[0028]
Ferrite: Area ratio for all structures 5 ~ 60 %
In the present invention, "ferrite" means polygonal ferrite, that is, ferrite having a low dislocation density, and elongation characteristics (particularly, total elongation) can be enhanced by containing this ferrite. In order to exert such an effect, it is necessary to contain ferrite in an area ratio of 5% or more (preferably 10% or more) with respect to the whole structure. However, if it exceeds 60%, it becomes difficult to secure the required strength, so the upper limit is set to 60%. More preferably, it is desirably 50% or less.
[0029]
The calculation procedure of the area ratio of each structure (excluding retained austenite) is as follows. For ferrite and martensite, optical microscope observation is performed by repeller corrosion, and for bainite, optical microscopic observation is performed by picral corrosion, and the area ratio of each structure is calculated from the photograph. However, in the optical microscope observation by Repeller corrosion, martensite and retained austenite cannot be distinguished. Therefore, in the present invention, from the total area ratio (area%) of martensite and retained austenite calculated by optical microscope observation by Repeller corrosion, The value obtained by subtracting the amount of retained austenite (% by volume) measured by the saturation magnetization measurement method described below is defined as the amount of martensite (area%).
[0030]
In the present invention, it is necessary to use retained austenite as the second phase and to contain the retained austenite in a volume ratio of 5% or more with respect to the entire structure. The reason for limiting to such a range is as follows.
[0031]
Retained austenite (γ R ): By volume ratio for all tissues 5 %that's all
Retained austenite is useful for improving the total elongation and further the fatigue properties. In order to effectively exert such an effect, the retained austenite must be present in a volume ratio of 5% (preferably 7% or more) with respect to the entire structure. is necessary. The content of retained austenite is determined by the balance with the above-mentioned tempered martensite and ferrite, and may be appropriately controlled within a range in which desired characteristics can be exhibited, but is preferably about 30% or less. Preferably it is 25% or less. The method for calculating the volume fraction of retained austenite will be described later.
[0032]
The steel sheet of the present invention may have bainite and / or martensite as the second phase structure in addition to the retained austenite as long as the action of the present invention is not impaired. This is because this structure can inevitably remain in the manufacturing process of the present invention. The content is not particularly limited, and the smaller the better, the better. However, it is recommended that the area ratio be controlled to preferably 5% or less, more preferably 3% or less with respect to the whole tissue.
[0033]
In the present invention, the retained austenite which transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite (ie, CγRIt is important that the ratio of low and unstable residual austenite) is 20 to 50%.
[0034]
When the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying 2% strain is less than 20% with respect to the entire retained austenite, the ratio of stable retained austenite increases to 80% or more. Even when% strain is applied, retained austenite hardly transforms into martensite. As a result, an increase in the mobile dislocation density due to the transformation cannot be expected, and the yield ratio remains high. However, when the ratio is 20% or more and the amount of unstable retained austenite in the entire retained austenite is large, the unstable retained austenite is easily transformed into martensite by applying a 2% strain, so , The movable dislocation density at the interface with ferrite is increased. As a result, a low yield ratio of the steel sheet can be realized. However, if the ratio exceeds 50%, the amount of unstable retained austenite becomes too large and the amount of stable retained austenite contributing to the improvement of ductility becomes insufficient, and high ductility of the steel sheet cannot be realized. Therefore, the proportion needs to be 50% or less (preferably 35% or less).
[0035]
As described above, in the present invention, the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying 2% strain to the entire retained austenite is controlled within the above range, so that stable retained austenite and unstable retained austenite And the balance of the amounts is good. As a result, the effect of improving ductility (particularly total elongation) by stable retained austenite and the effect of improving low yield ratio by unstable retained austenite are obtained in a well-balanced manner, and a low yield ratio and a large total elongation can be achieved.
[0036]
Here, the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying 2% strain to the entire retained austenite can be measured, for example, by the saturation magnetization measurement method previously proposed by the present inventors (Japanese Patent Application No. 2001-285750). reference). Hereinafter, the measurement principle and the measurement procedure of the saturation magnetization measurement method will be described.
[0037]
The saturation magnetization measurement method is based on the following measurement principle. That is, structures such as a ferrite phase and a martensite phase in a metal structure show ferromagnetism at room temperature, whereas an austenite phase is paramagnetic. Therefore, the saturation magnetization (Is) per unit volume of a metal structure composed of only a ferromagnetic structure such as a ferrite phase or a martensite phase is determined in advance, and the saturation magnetization (I) of a sample containing an austenite phase is measured. By doing so, the ratio of the austenite (γ) phase can be determined from the following equation (1). FIG. 1 schematically shows a part of an apparatus used for saturation magnetization measurement. The saturation magnetization is determined by generating a magnetic field using an electrode stone, mounting a 4πI coil 1 for magnetization detection and an H coil 3 for magnetic field detection between electromagnets, inserting a rod-shaped sample 2 into the 4πI coil 1, and closing the magnet. A magnetization curve is measured and determined in a state where a path is formed and the influence of the demagnetizing field is eliminated. In addition, 4 in FIG. 1 is a conducting wire.
γ (volume%) = (1−I / Is) × 100 (1)
[0038]
Next, the measurement procedure of the saturation magnetization measurement method will be described.
[0039]
A plurality of test pieces of 4 mm x 30 mm are cut out from the steel type to be measured, and these are superimposed to produce a columnar test piece having a thickness of about 4 mm. The saturation magnetization (I) of the columnar test piece and the saturation magnetization (Is) when the amount of retained austenite is substantially the same as that of the columnar test piece and the amount of retained austenite is 0% are measured or calculated. The residual austenite in the columnar test piece (hereinafter referred to as “whole γ”R) May be calculated).
Overall γR(Volume%) = (1−I / Is) × 100 (2)
[0040]
Next, a tensile test piece is prepared from the steel type to be measured, strained by 2% by a tensile tester, and then a columnar test piece (4 mm × 3 mm × about 4 mm thick) is cut out from a parallel portion of the tensile test piece. From the saturation magnetization (It) and the saturation magnetization (Is) of the columnar test piece, residual austenite (hereinafter, referred to as “2% strain”) in the columnar test piece after applying 2% strain according to the following equation (3). After γR) May be calculated).
Γ after 2% strainR(Volume%) = (1−It / Is) × 100 (3)
[0041]
The total γ calculated in this wayRAnd γ after 2% strainRFrom residual austenite that transforms to martensite by applying 2% strain (hereinafter referred to as “transformation γR) May be calculated by the following equation (4).
Transformation γR(Volume%) = whole γRΓ after -2% strainR    ... (4)
[0042]
Therefore, the entire retained austenite (overall γR), Retained austenite (transformation γ) transformed to martensite by applying 2% strainR) Can be calculated by the following equation (5).
[0043]
(Equation 1)
Figure 2004218025
[0044]
Applied magnetization (Hm) Is preferably 398000 to 796000 A / m [5000 to 10000 Oersted (Oe)]. In addition, since the saturation magnetization is easily affected by a change in the measurement temperature, when the measurement is performed at room temperature, it is preferable to perform the measurement, for example, within a range of 23 ° C. ± 3 ° C.
[0045]
Retained austenite, which is transformed into martensite by applying a 2% strain, causes A in the first continuous annealing step as described later.1A above the point3After heating and holding at a temperature below the point,3By heating and holding at a temperature higher than the point, it can be surely generated.
[0046]
Next, basic components constituting the steel sheet of the present invention will be described. Hereinafter, all the units of the chemical components are% by mass.
[0047]
C: 0.06 ~ 0.6 %
C is an essential element for ensuring high strength and for securing the amount of retained austenite. Specifically, the element contains a sufficient amount of C in the austenite phase, is an important element for allowing the desired austenite phase to remain even at room temperature, and is useful for increasing the total elongation. In order to obtain such an effect, C must be contained at 0.06% or more. Preferably it is 0.10% or more. However, if the addition exceeds 0.6%, not only the effect is saturated, but also defects such as center segregation during casting are observed. Preferably, it is set to 0.25% or less.
[0048]
Si + Al: 0.5 ~ 3 %
Si and Al are elements that effectively suppress decomposition of residual austenite to form carbides. In particular, Si is also useful as a solid solution strengthening element. In order to effectively exert such an effect, it is necessary to add Si and Al in a total amount of 0.5% or more. It is preferably at least 0.7%, more preferably at least 1%. However, even if the total amount of the above elements exceeds 3%, the above effect is saturated and is economically useless. If a large amount is added, hot embrittlement is caused. And Preferably it is 2.5% or less, more preferably 2% or less. Note that Si and Al may be used in combination, or Si alone or Al alone may be used.
[0049]
Mn: 0.5 ~ 3 %
Mn is an element necessary for stabilizing the austenite phase and obtaining desired retained austenite. In order to effectively exert such an effect, it is necessary to add 0.5% or more. It is preferably at least 0.7%, more preferably at least 1%. However, if added in excess of 3%, adverse effects such as slab cracking are observed. Preferably it is 2.5% or less, more preferably 2% or less.
[0050]
P: 0.15 %Less than( 0 % Not included)
P is an element effective for securing desired retained austenite. In order to effectively exert such an effect, it is recommended to add 0.03% or more (more preferably, 0.05% or more). However, when added in excess of 0.15%, the secondary workability is deteriorated. It is more preferably at most 0.1%.
[0051]
S: 0.02 %Less than( 0 %including)
S is an element that forms sulfide-based inclusions such as MnS and serves as a starting point of cracks to deteriorate the workability, and needs to be suppressed to 0.02% or less. Preferably it is 0.015% or less.
[0052]
The steel of the present invention basically contains the above components, and the balance is substantially iron and impurities. However, other allowable components described below can be added within a range that does not impair the function of the present invention.
[0053]
Mo: 1 %Less than( 0 %), Ni: 0.5 %Less than( 0 %), Cu: 0.5 %Less than( 0 %), Cr: 1 %Less than( 0 % Not included)
These elements are useful elements for strengthening steel, and are effective elements for stabilizing retained austenite and securing a predetermined amount. In order to effectively exert such an effect, Mo: 0.05% or more (more preferably 0.1% or more), Ni: 0.05% or more (more preferably 0.1% or more), Cu : 0.05% or more (more preferably 0.1% or more), and Cr: 0.05% or more (more preferably 0.1% or more) are recommended to be added. However, even if Mo and Cr are added in amounts exceeding 1% and Ni and Cu exceed 0.5%, the above effects are saturated, which is economically useless. More preferably, Mo: 0.8% or less, Ni: 0.4% or less, Cu: 0.4% or less, Cr: 0.8% or less.
[0054]
Ti: 0.1 %Less than( 0 %), Nb: 0.1 %Less than( 0 %), V: 0.1 %Less than( 0 % Not included)
These elements have the effect of strengthening precipitation and making the structure finer, and are useful elements for increasing the strength. In order to effectively exhibit such an effect, Ti: 0.01% or more (more preferably 0.02% or more), Nb: 0.01% or more (more preferably 0.02% or more), V: : It is recommended to add 0.01% or more (more preferably 0.02% or more), respectively. However, if any of the elements is added in excess of 0.1%, the above-mentioned effects are saturated, which is economically useless. More preferably, Ti: 0.08% or less, Nb: 0.08% or less, and V: 0.08% or less.
[0055]
Ca: 0.003 %Less than( 0 %) And / or REM: 0.003 %Less than( 0 % Not included)
Ca and REM (rare earth elements) are elements that control the form of sulfide in steel and are effective for improving workability. Here, examples of the rare earth element used in the present invention include Sc, Y, and lanthanoid. In order to effectively exert the above effects, it is recommended to add 0.0003% or more (more preferably 0.0005% or more), respectively. However, even if it is added in excess of 0.003%, the above effect is saturated, which is economically useless. More preferably, it is 0.0025% or less.
[0056]
Next, a method for reliably producing a steel sheet satisfying the above requirements will be described.
[0057]
A steel sheet satisfying the requirements of the present invention is manufactured through at least a hot rolling step, a first continuous annealing step, and a second continuous annealing step or a plating step.
[0058]
However, the conditions of the hot rolling step are not particularly limited, and conditions usually performed can be appropriately selected and employed. The manufacturing method of the present invention does not secure a desired structure by a hot rolling step, but controls a first continuous annealing step to be performed after hot rolling, and a second continuous annealing step or a plating step to control a desired structure. This is because there is a characteristic in obtaining.
[0059]
Therefore, in the production method of the present invention, after the hot rolling step, the cold rolling step may be included prior to the first continuous annealing step, and the conditions of the cold rolling step are also particularly limited as in the above hot rolling step. Not done.
[0060]
Specifically, as the hot rolling step, Ar3After the completion of the hot rolling at the temperature above the temperature, cooling at an average cooling rate of about 30 ° C./sec and winding at a temperature of about 500 to 600 ° C. can be adopted. In the cold rolling step, it is recommended to perform cold rolling at a cold rolling rate of about 30 to 70%. Of course, this is by no means limiting.
[0061]
Next, the steel sheet obtained in the hot rolling step (or the cold rolling step after the hot rolling step) is subjected to heat treatment in a first continuous annealing step and a second continuous annealing step or a plating step.
[0062]
Of these, the first continuous annealing (the previous continuous annealing)1A above the point3Step of heating and holding at a temperature below the point for 10 to 300 seconds;3A step of heating and holding at a temperature above the point for 10 to 300 seconds; and a step of cooling to a temperature below the Ms point at an average cooling rate of 30 ° C./sec or more. These conditions are set in order to obtain a desired matrix structure (quenched martensite having a variation in C content), and FIG. 2 is an explanatory diagram of this step.
[0063]
The second continuous annealing (subsequent continuous annealing) or plating is performed by A1A above the point3A step of heating and holding at a temperature not higher than the point for 10 to 600 seconds; a step of cooling to a temperature of not lower than the Ms point and not higher than the Bs point at an average cooling rate of 3 ° C./sec or higher; Include. Under these conditions, the matrix structure (quenched martensite) generated in the first continuous annealing step is tempered to obtain a desired tempered martensite, and CγRLow and unstable retained austenite and CγRThe ratio of the retained austenite having high and stable is set in order to obtain a properly controlled second phase. An explanatory diagram of this step is shown in FIG.
[0064]
Hereinafter, the first continuous annealing step and the second continuous annealing step or the plating step will be described with reference to FIGS.
[0065]
First continuous annealing process
The steel sheet obtained in the hot rolling step (or the cold rolling step after the hot rolling step) is1A above the point3Heating is performed to a temperature below the point (T1 in FIG. 2) (preferably 1300 ° C. or lower). The ferrite is partially generated by the soaking process to form a two-phase structure of [ferrite + austenite].
[0066]
A1A above the point3The time (t1 in FIG. 2) for heating and holding at a temperature below the point is extremely important for generating austenite having a different C content, and needs to be 10 to 300 seconds. If the holding time is less than 10 seconds, a desired amount of austenite will not be generated. Preferably, it is desirable to hold for 30 seconds or more. However, when the heating holding time is longer than 300 seconds, the formation of an austenite phase with undissolved carbide as a nucleus proceeds, which is caused by A3It is considered that the variation in the C content in austenite is reduced even when the heating and holding are performed at a temperature higher than the point. From such a viewpoint, the holding time needs to be 300 seconds or less, preferably 120 seconds or less.
[0067]
Next, the steel sheet having the two-phase structure was continuously subjected to A3The ferrite is heated to a temperature above the point (T2 in FIG. 2) to austenite the ferrite. A1A above the point3The steel sheet that has been soaked at a temperature below the3Heating beyond the point is achieved by turning the ferrite into austenite, and1A above the point3This is because austenite having a lower C content is generated than austenite generated in a temperature range below the temperature. That is, A1A above the point3In the temperature range below the point, two phases of ferrite and austenite are formed, but since the amount of C contained in ferrite is smaller than the amount of C in steel, excess C diffuses into austenite. As a result, the C content in austenite generated in the temperature range becomes larger than the C content contained in the steel. In contrast, A3Since only austenite is generated in a temperature range above the point, the C content in austenite generated in the temperature range is substantially equal to the C content contained in steel.
[0068]
Therefore, A1A above the point3Austenite formed in the temperature range below the point1A above the point3The austenite ferrite produced in the temperature range below the point has a lower C content. Moreover, in the present invention, the following A3Since the heating holding time in the temperature range above the point is appropriately controlled, A3At temperatures above the point, austenites having different C contents are present, and by cooling this austenite, quenched martensite having different C contents can be produced. By subjecting the quenched martensite to a heat treatment in the second continuous annealing step or plating step described later, the C content of the finally obtained retained austenite varies, and a low yield ratio can be achieved.
[0069]
Where A1A above the point3The steel sheet heated and held in the temperature range below the3The reason why the C content in the austenite varies due to the reheating and holding for a predetermined time at a temperature exceeding the point is that the two-phase region of ferrite and austenite (A1A above the point3Austenite is formed between lath ferrites, whereas austenite single phase region (A3In the case where the temperature exceeds the point, undissolved carbides become nuclei, and an austenite phase is formed around the nuclei. Therefore, there is a difference in the time until austenite is formed between the two-phase region of ferrite and austenite and the single-phase region of austenite, and it is considered that this time difference causes variation in the C content in the generated austenite.
[0070]
In the conventional steel sheet, a hot-rolled steel sheet (or a cold-rolled steel sheet after hot rolling) is referred to as A.1A above the point3Temperature below point or A3After being heated and maintained at a temperature equal to or higher than the point, it is cooled.1A above the point3Temperature below point or A3Even if the heating and holding are performed only at a temperature equal to or higher than the point, the C content in the austenite does not vary. Therefore, it is considered that a structure satisfying the requirements specified in the present invention cannot be obtained under such manufacturing conditions.
[0071]
A3The time of heating and holding in a temperature range above the point is extremely important for generating austenite having a different C content, and needs to be 10 to 300 seconds. If the holding time is less than 10 seconds, A1A above the point3Ferrite produced in the temperature range below the point does not turn into austenite. It is desirable to hold for 30 seconds or more, more preferably 60 seconds or more. However, if the heating holding time is longer than 300 seconds, C diffusion occurs, and uniform diffusion of C proceeds between austenites, and the C content is averaged, so that a desired effect cannot be obtained. From such a viewpoint, the holding time needs to be 300 seconds or less, preferably 180 seconds or less, and more preferably 120 seconds or less.
[0072]
Next, A3The steel sheet heated and maintained at a temperature equal to or higher than the temperature for a predetermined time is cooled to a temperature equal to or lower than the Ms point (T3 in FIG. 2) at an average cooling rate of 30 ° C./sec or higher (CR1 in FIG. 2). By this cooling, quenched martensite can be obtained while avoiding pearlite transformation. It is considered that the quenched martensite obtained at this time has a non-uniform C content. Since the transformation from austenite to quenched martensite does not involve the diffusion of C, the C content in quenched martensite obtained by cooling austenite having a non-uniform C content is approximately equal to the C content in austenite. This is because they are equal.
[0073]
The average cooling rate affects not only the formation of ferrite but also the form of the finally obtained retained austenite. If the average cooling rate is high (preferably 50 ° C./sec or more), the lath will be exhibited. More preferred. Note that the upper limit of the average cooling rate is not particularly limited, and the larger the better, the better. However, it is recommended to appropriately control the average cooling rate in relation to the actual operation level.
[0074]
The Ms point can be calculated from the following calculation formula.
Ms = 561-474 * [C] -33 * [Mn] -17 * [Ni] -17 * [Cr] -21 * [Mo]
In the formula, [] is mass% of each element.
[0075]
Second continuous annealing or plating process
The steel sheet obtained in the first continuous annealing step has A1A above the point3A desired structure (tempered martensite) is generated by soaking at a temperature equal to or lower than the point (T4 in FIG. 3) for 10 to 600 seconds (t4 in FIG. 3) (two-phase annealing). The reason for annealing in such a temperature range is as follows.3When the temperature exceeds (point temperature), the quenched martensite obtained in the first continuous annealing step becomes austenite, while the temperature (A1Below the temperature of the point), the desired retained austenite cannot be obtained. Further, the control of the heating holding time (t4) is particularly important for obtaining a desired tissue. If the time is less than 10 seconds, tempering is insufficient, and a desired matrix structure (tempered martensite) cannot be obtained. It is preferably at least 20 seconds, more preferably at least 30 seconds. However, when the heating holding time exceeds 600 seconds, the lath-like structure characteristic of tempered martensite cannot be maintained, and the mechanical properties deteriorate. Preferably it is 500 seconds or less, more preferably 400 seconds or less.
[0076]
Next, the average cooling rate (CR2 in FIG. 3) is controlled to 3 ° C./sec or more (preferably 5 ° C./sec or more), and the temperature between the Ms point and the Bs point (bainite transformation: The temperature is cooled to T5 in FIG. 3 and then maintained in this temperature range for 1 second or more (preferably 5 seconds or more: t5 in FIG. 3) (austempering). Thereby, a large amount of C can be obtained in the retained austenite in a very short time.
[0077]
Here, if the average cooling rate is lower than the above range, a desired structure cannot be obtained, and pearlite or the like is generated. The upper limit is not particularly defined, and the larger the better, the better. However, it is recommended to appropriately control the relationship with the actual operation level.
[0078]
Among the above steps, the austempering temperature (T5) is particularly important for securing a desired structure and exerting the effect of the present invention. When the temperature is controlled within the above-mentioned temperature range (not less than the Ms point and not more than the Bs point), a large amount of retained austenite is obtained, whereby the TRIP effect by the retained austenite is exhibited. In contrast, a martensite phase exists below the Ms point, while a bainite phase increases in a large amount above the Bs point.
[0079]
Although the upper limit of the holding time (t5) is not particularly limited, it is recommended to control it to preferably 3000 seconds or less, more preferably 2000 seconds or less in consideration of the time required for austenite to transform to bainite.
[0080]
Here, the Bs point can be calculated from the following calculation formula.
Bs = 830-270 * [C] -90 * [Mn] -37 * [Ni] -70 * [Cr] -80 * [Mo]
In the formula, [] is mass% of each element.
[0081]
The plating conditions in the present invention are not particularly limited, and known conditions may be adopted. It should be noted that known alloying conditions may be employed, for example, at about 550 ° C. × 60 sec. In this temperature range, the γ phase is decomposed into cementite, but the present inventors have confirmed that the effect of the present invention is not impaired for such a time.
[0082]
As described above, the steel sheet manufactured through the hot rolling step, (if necessary, the cold rolling step), the first continuous annealing step, and the second continuous annealing step or the plating step satisfies the requirements of the present invention. In particular, the C content of the retained austenite varies. Therefore, unstable retained austenite having a relatively low C content is easily transformed into martensite by applying strain, the mobile dislocation density between ferrite and ferrite can be increased, and a lower yield ratio (specifically, 50% or less). In addition, stable retained austenite having a relatively high C content hardly transforms even when strain is applied. Further, since the retained austenite is present between the laths and is fine, it is stable against deformation and has ductility ( In particular, the total elongation) can be increased.
[0083]
Therefore, the high-strength steel sheet of the present invention is excellent in workability and shape freezing property, and thus can be suitably used as a steel sheet to be press-formed and used in, for example, automobiles and industrial machines.
[0084]
【Example】
Hereinafter, the present invention will be described in more detail with reference to Examples, but the following Examples are not intended to limit the present invention, and may be appropriately modified and implemented within a range that can conform to the purpose of the preceding and the following. It is possible, and they are all included in the technical scope of the present invention.
[0085]
Example 1: Examination of component composition
In this example, the influence of the mechanical properties when the component composition was changed was examined. Specifically, a test steel (unit: mass% in the table) having the component composition shown in Table 1 was melted in a converter to obtain experimental slabs, and each slab was heated at 1200 ° C. for 30 minutes. Then, hot rolling was performed at a finishing temperature (FDT) of 850 ° C., and then cooled to a winding temperature (CT) of 600 ° C. at an average cooling rate of 30 ° C./sec to obtain a hot-rolled steel sheet having a thickness of 2.5 mm.
[0086]
The obtained hot-rolled steel sheet was cold-rolled as it is or after pickling according to a conventional method, to obtain a cold-rolled steel sheet having a thickness of 1.2 mm.
[0087]
The obtained cold rolled steel sheet was treated in the pattern shown in FIGS. Specifically, in the first continuous annealing step shown in FIG. 2, T1: 850 ° C., t1: 60 seconds, T2: 930 ° C., t2: 60 seconds, CR1: 50 ° C./sec, T3: room temperature Yes, in the second continuous annealing step shown in FIG. 3, T4: 850 ° C., t4: 120 seconds, CR2: 25 ° C./sec, T5: 420 ° C., t5: 120 seconds. These manufacturing conditions satisfy the requirements of the present invention.
[0088]
Note that, in the present embodiment, after the first continuous annealing, the case where the second continuous annealing was further performed, but the present invention is not limited to this, instead of the second continuous annealing Plating may be performed with the above pattern.
[0089]
With respect to the steel sheet obtained through the first continuous annealing step and the second continuous annealing step, the existence ratio of each structure was measured as shown below. First, the steel plate was subjected to repeller corrosion, and the structure was identified by transmission electron microscope observation (magnification: 15000 times). Then, the area ratio of the structure was measured from a micrograph by optical microscope observation (magnification: 1000 times). Table 2 shows the area ratio of each tissue.
[0090]
Further, the ratio of the retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the entire retained austenite of the obtained steel sheet was measured by the saturation magnetization measurement method described above. The applied magnetization (Hm) at the time of measurement is 398000 A / m [5000 Oersted (Oe)], and the measurement temperature is 23 ° C. Table 2 shows the amount of retained austenite (total γ)R) And retained austenite transformed to martensite by applying 2% strain (transformation γR) And the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the total retained austenite.
[0091]
Next, a JIS No. 5 test piece was prepared from the steel sheet obtained through the first continuous annealing step and the second continuous annealing step, and the tensile strength (TS) and elongation (total elongation: El) were determined by a tensile test. , And yield strength (YP) were measured. The yield ratio (YR) was calculated from the measured YP and TS. Table 2 shows the calculation results. The strain rate in the tensile test was 1 mm / sec. El passes 35% or more, and YR passes 50% or less.
[0092]
[Table 1]
Figure 2004218025
[0093]
[Table 2]
Figure 2004218025
[0094]
From these results, the following can be considered. Note that the following No. Are all experimental Nos. In Table 2. Means
[0095]
No. Nos. 2 to 4; Nos. 7 to 15 are examples satisfying the components specified in the present invention, and high strength steel sheets having good total elongation (El) and low yield ratio (YR) were obtained. Therefore, this high-strength steel sheet is excellent in workability and shape freezing property.
[0096]
On the other hand, the following examples that do not satisfy any of the components specified in the present invention have the following disadvantages, respectively.
[0097]
No. No. 1 is an example in which the C content is small, and El (total elongation) is low because a desired retained austenite cannot be obtained.
[0098]
No. No. 5 is an example in which the total content of (Si + Al) is small, and El (total elongation) is low because a desired retained austenite cannot be obtained.
[0099]
No. No. 6 is an example in which the Mn content is small, and El (total elongation) is low because a desired retained austenite cannot be obtained.
[0100]
Example 2: Study of manufacturing conditions
In the present embodiment, the steel Nos. Using the experimental slab of No. 4 and performing homogenizing annealing at 1150 ° C. for 30 minutes, hot rolling at a finishing temperature of 850 ° C. to a sheet thickness of 3.2 mm, and then cold rolling to a sheet thickness of 1.2 mm. A cold rolled steel sheet was obtained.
[0101]
The obtained cold rolled steel sheet was treated in the pattern shown in FIGS. Table 3 shows specific conditions.
[0102]
For the steel sheet obtained through the first continuous annealing step and the second continuous annealing step or the plating step, a 2% strain is applied to the abundance ratio of each structure and the entire retained austenite in the same manner as in Example 1 above. The ratio of retained austenite that transforms to martensite was measured by the method described above, and the results are shown in Table 4. Further, a tensile test was performed in the same manner as in Example 1 to measure the tensile strength (TS), elongation (total elongation: El), and yield strength (0.2% proof stress: YP), and The ratio (YR) was calculated and the results are shown in Table 4.
[0103]
[Table 3]
Figure 2004218025
[0104]
[Table 4]
Figure 2004218025
[0105]
From these results, the following can be considered. Note that the following No. Are all experimental Nos. In Table 4. Means
[0106]
No. 16 and No. 31 is an example that satisfies the manufacturing conditions defined in the present invention, and the steel composition also satisfies the requirements of the present invention, so that it has a good total elongation (El) and a low yield ratio (YR). A high strength steel plate was obtained. Therefore, this high-strength steel sheet is excellent in workability and shape freezing property.
[0107]
On the other hand, the following examples that do not satisfy any of the manufacturing conditions specified in the present invention have the following disadvantages.
[0108]
No. 17 is A in the first continuous annealing step.3Since the heating holding time (t2) at a temperature higher than the point is too long, the uniform diffusion of C proceeds and the C content in the austenite becomes uniform. Therefore, the C content in the finally obtained retained austenite is also uniform, so that the ratio of stable retained austenite increases, and the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite is increased. Below the range of the present invention, the yield ratio increases.
[0109]
No. 18 is A in the first continuous annealing step.3Since the heating holding time (t2) at a temperature above the point is too short, A1A above the point3Ferrite formed at temperatures below the point does not austenite. Therefore, the amount of quenched martensite decreases, and the amount of tempered martensite finally obtained decreases, so that the total elongation decreases and the yield ratio increases.
[0110]
No. 19 is A in the first continuous annealing step.1A above the point3Since the heating and holding are performed at a temperature lower than the temperature below the point, the C content in the quenched martensite is considered to be uniform, and the C content in the finally obtained residual austenite becomes uniform. Therefore, the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying 2% strain to the retained austenite falls below the range of the present invention, and the yield ratio increases.
[0111]
No. 20 is A in the first continuous annealing step.1A above the point3Without heating and holding at a temperature below the point3This is an example of heating and holding only at a temperature higher than the point. Accordingly, the uniform diffusion of C proceeds to make the C content in the austenite uniform, and the C content in the finally obtained residual austenite becomes uniform. Therefore, the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite falls below the range of the present invention, and the yield ratio increases.
[0112]
No. Reference numeral 21 denotes an example simulating the method of the invention of the prior application, in which A is used in the first continuous annealing step.1A above the point3Temperature only below the temperature3Not heated and maintained at temperatures above the point. Therefore, since the amount of quenched martensite is reduced, the amount of tempered martensite finally obtained is also reduced. Further, since the C content in the retained austenite becomes uniform, the ratio of the retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite falls below the range of the present invention, so that the yield ratio increases.
[0113]
No. 22 is A in the first continuous annealing step.3Since the average cooling rate (CR1) from a temperature above the point is small, pearlite is generated, and the amount of tempered martensite finally obtained is reduced. Therefore, El (total elongation) is low and the yield ratio is high.
[0114]
No. In No. 23, since the temperature (T3) after cooling in the first continuous annealing step exceeds the Ms point, tempered bainite is finally generated. Therefore, tempered martensite is not generated, and the yield ratio is increased.
[0115]
No. No. 24 indicates that the heating holding temperature (T4) in the second continuous annealing step is A3Therefore, more bainite is finally formed and tempered martensite is reduced. Therefore, the elongation is low.
[0116]
No. 25 is A in the second continuous annealing step.1A above the point3Since the heating holding time (t4) at the temperature (T4) below the point is too long, a large amount of ferrite is generated and the amount of tempered martensite is reduced. Therefore, El (total elongation) decreases. Further, since the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite falls below the requirement of the present invention, the yield ratio increases.
[0117]
No. 26 is A in the second continuous annealing step.1A above the point3Since the heating holding time (t4) at the temperature (T4) below the point is too short, the amount of generated austenite is small and the amount of retained austenite is small. Therefore, El (total elongation) decreases. Further, since the heating holding time (t4) is short, the temperature of the entire sample does not reach 850 ° C., and the amount of ferrite generated increases.
[0118]
No. 27 is A in the second continuous annealing step.1A above the point3Since the average cooling rate (CR2) from the temperature below the point is small, a large amount of pearlite is generated. Therefore, the amount of tempered martensite finally obtained is reduced, El (total elongation) is low, and the yield ratio is high.
[0119]
No. In No. 28, a large amount of pearlite is generated because the temperature (T5) after cooling in the second continuous annealing step is too high. Therefore, the amount of tempered martensite finally obtained is reduced, El (total elongation) is low, and the yield ratio is high.
[0120]
No. In No. 29, since the temperature (T5) after cooling in the second continuous annealing step is too low, the finally obtained residual austenite amount is as very small as 1%, and El (total elongation) becomes low. Further, since a small amount of the retained austenite is transformed into martensite by applying a 2% strain to the retained austenite, the yield ratio is increased.
[0121]
No. 30 is A in the second continuous annealing step.1A above the point3After heating and holding at a temperature below the temperature (T4), the temperature is rapidly cooled from this temperature range to a temperature below the Ms point, so that a large amount of unstable retained austenite is present. Since the ratio of retained austenite that transforms to 大 き く becomes large, it is easy to break, the El (total elongation) is low, and the yield ratio is high.
[0122]
No. 32 indicates A in the first continuous annealing step.1A above the point3Since the heating holding time (t1) at the temperature (T1) below the temperature is too long, the generation of an austenite phase having undissolved carbide as a nucleus progresses.3It is considered that the variation in the C content in austenite is reduced even when the material is heated to a temperature above the point. Therefore, the C content in the finally obtained retained austenite is also uniform, so that the ratio of stable retained austenite increases, and the ratio of retained austenite that transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite is increased. Below the range of the present invention, the yield ratio increases.
[0123]
【The invention's effect】
According to the present invention, even with a high-strength and ultra-high-strength steel sheet of the class of 500 to 1400 MPa, a high elongation having a total elongation of 35% or more and a yield ratio of 50% or less and excellent in workability and shape freezing property. It has been possible to provide a high-strength steel sheet and a method for reliably manufacturing the steel sheet.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic explanatory view showing a part of an apparatus used for saturation magnetization measurement.
FIG. 2 is a diagram illustrating a first continuous annealing step.
FIG. 3 is a diagram illustrating a second continuous annealing step or a plating step.
[Explanation of symbols]
1 4πI coil for magnetization detection
2 Sample rod
3 H coil for magnetic field detection
4 Conductor

Claims (6)

質量%で、
C:0.06〜0.6%、
Si+Al:0.5〜3%、
Mn:0.5〜3%、
P:0.15%以下(0%を含まない)、
S:0.02%以下(0%を含む)
を夫々含有すると共に、
焼戻マルテンサイト:全組織に対して面積率で15%以上、
フェライト:全組織に対して面積率で5〜60%、
残留オーステナイト:全組織に対して体積率で5%以上、
更にベイナイト及び/又はマルテンサイトを含有しても良い組織を有し、且つ、
前記残留オーステナイトのうち、2%歪を加えることによりマルテンサイトへ変態する残留オーステナイトの割合が20〜50%であることを特徴とする加工性および形状凍結性に優れた高強度鋼板。
In mass%,
C: 0.06-0.6%,
Si + Al: 0.5-3%,
Mn: 0.5-3%,
P: 0.15% or less (excluding 0%),
S: 0.02% or less (including 0%)
Together with
Tempered martensite: 15% or more in area ratio to the entire structure
Ferrite: 5 to 60% in area ratio with respect to the entire structure
Retained austenite: 5% or more by volume relative to the entire structure,
Furthermore, it has a structure that may contain bainite and / or martensite, and
A high-strength steel sheet excellent in workability and shape freezing properties, wherein a ratio of retained austenite which transforms to martensite by applying a 2% strain to the retained austenite is 20 to 50%.
更に、質量%で、
Mo:1%以下 (0%を含まない)、
Ni:0.5%以下(0%を含まない)、
Cu:0.5%以下(0%を含まない)、
Cr:1%以下 (0%を含まない)
の少なくとも一種を含有するものである請求項1に記載の高強度鋼板。
Furthermore, in mass%,
Mo: 1% or less (excluding 0%),
Ni: 0.5% or less (excluding 0%),
Cu: 0.5% or less (excluding 0%),
Cr: 1% or less (excluding 0%)
The high-strength steel sheet according to claim 1, which contains at least one of the following.
更に、質量%で、
Ti:0.1%以下(0%を含まない)、
Nb:0.1%以下(0%を含まない)、
V :0.1%以下(0%を含まない)
の少なくとも一種を含有するものである請求項2に記載の高強度鋼板。
Furthermore, in mass%,
Ti: 0.1% or less (excluding 0%),
Nb: 0.1% or less (excluding 0%),
V: 0.1% or less (excluding 0%)
3. The high-strength steel sheet according to claim 2, which contains at least one of the following.
更に、質量%で、
Ca :0.003%以下(0%を含まない)、及び/又は、
REM:0.003%以下(0%を含まない)
を含有するものである請求項2または3に記載の高強度鋼板。
Furthermore, in mass%,
Ca: 0.003% or less (excluding 0%), and / or
REM: 0.003% or less (excluding 0%)
The high-strength steel sheet according to claim 2 or 3, which contains:
請求項1〜4のいずれかに記載の高強度鋼板を製造する方法であって、
少なくとも熱延工程、第一の連続焼鈍工程、及び第二の連続焼鈍工程またはめっき工程を含み、
前記第一の連続焼鈍工程は、
点以上A点以下の温度で10〜300秒加熱保持する工程;
引き続きA点超の温度で10〜300秒加熱保持する工程;及び
30℃/sec以上の平均冷却速度で、Ms点以下の温度まで冷却する工程を包含し、
前記第二の連続焼鈍工程またはめっき工程は、
点以上A点以下の温度で10〜600秒加熱保持する工程;
3℃/sec以上の平均冷却速度で、Ms点以上Bs点以下の温度まで冷却する工程;及び
引き続きその温度域で1秒以上保持する工程を包含することを特徴とする加工性および形状凍結性に優れた高強度鋼板の製法。
A method for producing a high-strength steel sheet according to any one of claims 1 to 4,
At least a hot rolling step, a first continuous annealing step, and a second continuous annealing step or plating step,
The first continuous annealing step,
A step of 10 to 300 seconds heating and holding at a temperature of A 1 point or more A or less three;
Subsequently a step of 10 to 300 seconds heating and holding at a temperature of 3-point than A; an average cooling rate and 30 ° C. / sec or more, comprising the step of cooling to a temperature below Ms point,
The second continuous annealing step or plating step,
A step of 10 to 600 seconds heating and holding at a temperature of A 1 point or more A or less three;
Workability and shape freezing, comprising a step of cooling at an average cooling rate of 3 ° C./sec or more to a temperature of not less than the Ms point and not more than the Bs point; High strength steel plate manufacturing method.
前記熱延工程の後、第一の連続焼鈍工程に先立って冷延工程を含む請求項5に記載の高強度鋼板の製法。The method for producing a high-strength steel sheet according to claim 5, further comprising a cold rolling step after the hot rolling step and prior to the first continuous annealing step.
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